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접합부 실험체는 KDS에서 규정된 기준^[8]을 만족하도록 설계하였다. 국내·외 현장에서 일반적으로 사용되는 관통형 다이아프램 형식의 접합부(TD) 실험체 1개와 원웨이 볼트(Oneway bolt)를 적용한 접합부에 변수를 추가하여 제안된 실험체 5개로 총 6개의 실험체를 제작하였다. 실험체에 사용된 부재의 크기 및 종류는 Table 1에 나타내었다.

TD 실험체는 각형강관 기둥을 절단하여 H형강 보 플랜지 상·하 접합 위치에 다이아프램을 설치하고 보 플랜지에 용접으로 접합한 것이다. IP9은 폐단면인 각형강관 기둥에 다이아프램이 없이 내부보강판과 엔드플레이트, 원웨이 볼트로 사용하여 제작하였다. IP9-D16(F), IP14-D16(F), IP14-D16(S), IP14-D32(F)는 각형강관 기둥 내부에 슬롯형 다이아프램을 설치하며 내부보강판, 엔드플레이트, 원웨이 볼트를 적용하였으며, 내부보강판의 두께, 다이아프램의 두께, 다이아프램의 설치위치를 변수로 지정하였으며 Fig. 4와 같이 총 6개의 실험체를 제작하였다.

Fig. 4. 
Details of column-beam connections (Unit: mm)

각 실험체는 양단이 힌지인 기둥으로 구성하기 위하여 Fig. 5와 같이 바닥 반력판에 힌지와 기둥단부 플레이트를 볼트로 체결하고, 보 가력점에 5,000 kN의 액추에이터를 연결하였다. 보의 횡 좌굴을 방지하기 위해서 보에 횡변위 지지대를 설치하였고, H형강 보와 횡변위 지지대의 마찰을 방지하기 위해 강판을 용접하였다.

Fig. 5. 
Specimen test set

하중 가력은 KBC 2016의 0722.2.4.2 보-기둥모멘트접합부의 가력방법^[9]에 준하여 수행하였다. 기둥 중심에서 가력점까지의 거리를 기준으로 층간 변위각을 산정하여 이를 기준으로 액추에이터 변위제어로 반복가력하였다.

Fig. 6. 
Cycle loading history

반복가력은 층간 변위비를 기준으로 하여, 0.00375 rad, 0.005 rad, 0.0075 rad일 경우 6회씩, 0.01 rad일 때 4회씩, 0.015 rad 이상은 2회씩 반복가력을 실시하였다. 가력속도는 기존의 유사한 연구사례의 범위 내로 설정하여 0.00375 rad는 0.3 mm/s, 0.005 rad - 0.01 rad는 0.5 mm/s, 0.015 rad - 0.02 rad에서 1.0 mm/s, 0.03 rad - 0.04 rad에서 1.5 mm/s, 0.05 rad 이후에는 파괴할 때까지 2.0 mm/s로 진행하였다.

반복재하 하중실험을 실시하면서 전체적인 거동과 패널 존의 영향을 계측하기 위해 LVDT 변위계와 국부적인 변형을 알기 위한 위치에 스트레인 게이지를 설치하였다. 보 가력점 위치에는 라인 변위계를 설치하여 실험체 변위를 조절하였으며, 가력하중은 액추에이터에 있는 로드셀(load cell)을 통해 측정하였다.

본 실험의 기둥-보 접합부 제작에 사용된 강재의 기계적 성질을 파악하기 위해 재료시험을 실시하였다. 사용된 강재는 모두 한국산업규격 KS B 0801^[10]에서 제시되어 있는 금속재료 인장시험에 따라서 5호 인장시험편을 제작하였다. 인장시험은 KS B 0802^[11]에서 제시되어 있는 금속재료 인장시험 방법에 따라 3개씩 수행하였다.

인장시험 실시를 위해 사용된 시험기는 500 kN 만능재료시험기(UTM)이며, 연신율을 측정하기 위해 표점거리를 200 mm로 하여 각 시험편에 표시하였다. Vernier calipers를 이용하여 파단 예상부위의 폭을 측정하고, 두께는 micrometer를 사용하여 시험편의 단면적을 산정하여, Table 2에 사용 강재의 기계적 성질에 대한 평균값을 나타내었다.

TD 실험체의 경우 0.02 rad까지 탄성적으로 거동하였으며, 0.04 rad에서 소성힌지에서 편심으로 횡비틀림좌굴이 발생하였다. ±0.05 rad 구간에서 최대내력을 발휘하였으며, ±0.06 rad 구간반복가력 재하 중 보 플랜지 및 웨브가 찢어지면서 파괴되었다.

Fig. 8. 
Test specimen TD at the end of the test

IP9 실험체는 각형강관 기둥면의 변형 방지와 접합부 힘의 흐름을 원활하게 하기 위해 내부보강판을 설치하였다. ±0.04 rad의 반복재하 단계에서 엔드플레이트(상하부)와 각형강관 기둥과의 벌어짐이 관측되었다. ±0.06 rad에서 스티프너 국부좌굴이 발생하였다.

Fig. 9. 
Test specimen IP9 at the end of the test

IP9-D16(F) 실험체는 슬롯형 다이아프램을 추가하여 연결 보 플랜지 위치에 설치한 실험체이다. ±0.06 rad에서 엔드플레이트에 보강된 스티프너의 국부좌굴이 관측되었으며, 반복가력 종료 후 엔드플레이트와 각형강관 기둥 면의 벌어짐이 육안으로 손쉽게 확인할 수 있었다.

Fig. 10. 
Test specimen IP9-D16(F) at the end of the test

IP14-D16(F) 실험체는 IP9-D16(F) 실험체 내부보강판의 두께를 증가시킨 실험체이다. ±0.05 rad의 반복재하단계에서 엔드플레이트(상하부)와 각형강관 기둥과의 벌어짐 발생 이후 ±0.06 rad 재하단계에서 슬롯형 다이아프램이 인장파단되어 내력이 소폭 감소하였으며, ±0.07 rad에서 엔드플레이트에 보강된 스티프너에서 국부좌굴이 관측되었다.

Fig. 11. 
Test specimen IP14-D16(F) at the end of the test

IP14-D16(S) 실험체는 슬롯형 다이아프램을 엔드플레이트의 보강 스티프너에 위치한 실험체이다. ±0.04 rad까지 탄성적으로 거동하였으며, ±0.05 rad 재하 단계에서 엔드플레이트(상·하부)와 각형강관 기둥과의 벌어짐 이후 슬롯형 다이아프램이 인장파단되어 하중 상승률이 소폭 감소하였으며, ±0.06 rad에서 엔드플레이트에 보강된 스티프너에 국부좌굴이 발생하였다. ±0.07 rad 구간에서 스티프너 좌굴의 진행이 점차 증가하면서 가력하중이 최대하중의 80 %에 도달하여 실험을 종료하였다.

Fig. 12. 
Test specimen IP14-D16(S) at the end of the test

IP14-D32(F) 실험체는 IP9-D16(F) 실험체의 슬롯형 다이아프램 두께 변수 16 mm에서 32 mm로 적용한 형식이다. ±0.03 rad에서 엔드플레이트와 각형강관 기둥면의 벌어짐이 관측되었다. 또한 +0.05 rad에서 상부 슬롯형 다이아프램이 인장파단되었다. ±0.06 rad에서 엔드플레이트 보강 스티프너의 국부좌굴이 관측되었으며 하중 감소량이 일정간격으로 유지되면서 회전각은 증가하였다.

Fig. 13. 
Test specimen IP14-D32(F) at the end of the test

실험체의 초기강성은 포락곡선에서 탄성구간 이후 소성구간이 시작되는 점으로 산정하여 Table 4에 각 실험체별로 강성을 나타내었다.

Fig. 14은 각 실험체별로 단계적으로 강성 저하율을 비교한 그래프이다. TD 실험체의 경우 0.015 rad까지 일정한 간격으로 강성이 상승하였고 이후 강성이 급격히 낮아지면서 강성 저하율이 높은 것으로 확인되었다. IP14-D16(S) 실험체의 경우 기준 실험체 TD에 비해 102 % 높은 강성값을 가지고 있다. 모든 실험체가 최대하중은 이론값인 143 kN을 상회하였다.

Fig. 14. 
Stiffness comparison of specimens

Fig. 15은 실험체들을 비교하기 위한 단조화 곡선이다. IP9을 제외한 실험체 모두가 전소성모멘트보다 약 6 % - 32 % 높은 강도가 발편된 것으로 나타났으며, 기준 실험체인 TD보다 높은 내력을 발휘하는 실험체는 없었다. 이때, TD 실험체의 경우 0.04 rad까지의 거동을 확인하기 위해 관통형 다이아프램과 보 플랜지와의 접합부위를 보강하여 내력이 높게 나타났다.

Fig. 15. 
Comparison of specimens ultimate resistance

Table 5에서와 같이 모든 실험체의 총회전각과 소성회전각은 평균적으로 기준 실험체인 TD보다 높은 능력을 발휘하였으며, IP14-D16(S) 실험체의 경우 기준 실험체 TD보다 총회전각 약 17 %, 소성회전각은 약 36 % 높게 나타났다. 그 외 나머지 실험체들은 기준 실험체인 TD보다 총회전각 약 50 %, 소성회전각 약 73 % - 84 % 정도 높은 능력을 나타내고 있다.

기준 실험체 TD를 제외한 모든 실험체가 IP14-D16(S) 실험체보다 소성변형 능력이 낮은 이유는 슬롯형 다이아프램의 위치로 기여한 것으로 판단된다.

Fig. 16. 
Cumulative energy absorption capacity

구조물의 중요한 내진성능 지표인 소산에너지는 하중-변위 이력관계에서 사이클별 면적을 통해 얻을 수 있다^[13]. 각 실험체가 최대내력의 80 %까지 H형강 보에서 소산한 에너지를 Fig. 17에 비교하였다. 기준 실험체인 TD의 경우 최대내력을 발휘하였지만, 슬롯형 다이아프램이 설치된 실험체보다 낮은 소산능력을 발휘한 것으로 평가되었다. 이는 슬롯형 다이아프램이 설치된 실험체는 0.02 rad까지 기준 실험체 TD와 동일한 강성을 발휘하면서 연성거동을 통해 기준 실험체 TD보다 많은 소성변형으로 소산능력을 발휘한 것으로 판단된다.

Fig. 17. 
Total energy dissipation